[논문]철근 콘크리트와 강판 콘크리트 간 이질접합부로 구성된 구조물의 휨 및 전단거동 특성 연구

황경민; 이경진; 이종보; 원덕희

doi:10.12652/ksce.2012.32.5a.267

문제 정의

그러나 이 논문에서는 L형 실험체의 경우 철근 정착길이가 짧아 이론내력 대비 96% 수준에서 정착철근 인발파괴 모드가 발생하였고, I형 실험체의 경우 콘크리트 기초부 설계 오류로 원하는 전단파괴 모드를 얻을 수 없었다. 따라서, 본 연구에서는 L형 실험체의 정착철근에 대한 상세안을 변경하여 정착부의 연성 항복 거동을 유도하고자 하였으며, I형 실험체에서는 콘크리트 주두부 및 주각부의 충분한 보강을 통해 원하는 접합부의 전단파괴 모드를 확인하고자 하였다. 또한, I형 실험체를 SC부 수평철근의 배근 유무에 따라 변수를 설정함으로써 미겹침 이음길이 구간의 수평철근의 필요성을 추가적으로 검증하고자 하였다.
따라서, 본 연구에서는 L형 실험체의 정착철근에 대한 상세안을 변경하여 정착부의 연성 항복 거동을 유도하고자 하였으며, I형 실험체에서는 콘크리트 주두부 및 주각부의 충분한 보강을 통해 원하는 접합부의 전단파괴 모드를 확인하고자 하였다. 또한, I형 실험체를 SC부 수평철근의 배근 유무에 따라 변수를 설정함으로써 미겹침 이음길이 구간의 수평철근의 필요성을 추가적으로 검증하고자 하였다.
즉, 그림 2와 같이 SC부 수평철근 배근 실험체는 미배근 실험체에 비해 연성 미겹침 이음길이 부분에 수평 전단근 D16이 3단 더 배열되었다. 따라서, 실제 SC벽체 제작 시 시공성 확보가 어려운 SC부의 수평철근을 변수로 선정함으로써 수평철근이 없는 경우에도 본 구조물이 전단 내력을 확보하는 지를 확인하고자 하였다.
실험체의 면외 휨성능을 평가하기 위한 하중가력 위치는 그림 3과 같이 실험체 SC부 바닥으로부터 높이 1,700 mm 지점으로 정하고 981 kN 용량의 유압가력기 2대를 이용하여 면외 휨 하중을 구현하고자 하였다. 한편, 실험체 하부에는 200 mm 높이의 강성받침대를 H형강으로 구성하여 RC 벽과 SC벽 사이 접합부의 실제 거동을 반영하고자 하였다. 그리고, 실험체와 하부 기초를 강봉 6개 및 하이드로 너트로 고정하였으며, 하중 가력 시 실험체 하단의 밀림을 방지하기 위한 장치를 구성하였다.
이 실험에서도 표 5와 같이 좌우 수평방향으로 실험체가 항복할 때까지 반복하중을 가력하는 방법을 선정하였으며, 각 단계별로 탄성 범위와 항복 부근에서의 반복하중에 따른 강성 및 강도 저하를 확인하고자 하였다.
기존의 RC 구조로 된 원전 구조물에 SC 구조를 일부 적용하게 되면, RC 구조와 SC 구조 간의 연결부위에서 이질접합부가 발생하게 되지만, 접합부의 파괴거동이나 강도분석에 대한 연구가 미비한 상태이기 때문에 이를 설계에 반영시키기 위해 이질접합부에서의 구조적 거동 특성을 상세히 검토할 필요가 있다. 따라서 본 연구에서는 원전 구조물 내 RC벽과 SC벽이 이질접합 형태로 만나는 경우에 대하여, 이를 모사한 L형 및 I형의 실험체를 제작하고 면외 휨 및 면내 전단실험을 통해 이질접합 구조물의 거동 특성을 확인하고자 하였다.
본 논문에서는 원전 구조물 내 RC벽과 SC벽이 이질접합 형태로 만나는 경우에 대하여, 이를 모사한 L형 및 I형의 실험체를 제작하고 면외 휨 및 면내 전단 실험을 통해 이질접합 구조물의 거동 특성을 확인하였다.

제안 방법

상부 수직방향의 RC부는 1,500 mm×1,800 mm×450 mm(길이×높이×두께)로, 하부 수평방향의 SC부는 2,000 mm×1,800 mm×450 mm(길이×높이×두께)로 구성하였다.
RC벽과 SC벽이 수직방향 이질접합 형태로 만나는 구조물을 모사하기 위하여 L형 타입의 실험체를 제작하였다. 상부 수직방향의 RC부는 1,500 mm×1,800 mm×450 mm(길이×높이×두께)로, 하부 수평방향의 SC부는 2,000 mm×1,800 mm×450 mm(길이×높이×두께)로 구성하였다.
상부 수직방향의 RC부는 1,500 mm×1,800 mm×450 mm(길이×높이×두께)로, 하부 수평방향의 SC부는 2,000 mm×1,800 mm×450 mm(길이×높이×두께)로 구성하였다. 한편, L형 실험체 이질접합부의 내측 수직철근 D25는 정착되는 콘크리트의 양이 충분하기 때문에 철근 콘크리트 설계기준에서의 정착 길이 개념으로 ldh 길이와 갈고리 길이 h를 적용하였으며, 외측 수직철근은 SC부 마감부이므로 연성 미겹침 이음길이의 개념을 적용함으로써 면외 휨 하중에 대한 접합부 철근 길이의 타당성을 확인하고자 하였다.
RC벽체와 SC벽체가 이질접합부로 접합된 구조를 모사한 부분(웹부)의 제원은 1,080 mm×240 mm×1,600 mm(길이×두께×높이)로서, 상부(높이 1,000 mm)가 SC벽체이고, 하부(높이 600 mm)가 RC벽체이다. 한편, 웹부에 면내 전단하중을 효율적으로 가력하기 위하여 웹부 양쪽에 플랜지부 및 상단 주두부를 구성하였으며, 실험체의 지지를 위한 하단 주각부를 설계하였다.
RC벽체 내부에는 수직철근이 D16@120, 수평 전단근이 D16@200으로 배근되어 있고, RC부에서 올라온 수직철근 D16은, 식 (1)에 의하여 상부에 위치한 SC부에 연성 미겹침 이음길이 620 mm로 구성하였다. 한편, 본 실험에서는 SC부 수직철근의 연성 미겹침 이음길이 부분에 수평철근 배근 유무에 따른 실험체의 전단거동을 확인하기 위하여, 이를 변수로 한 두 가지 실험체를 설계하였다.
웹부 SC벽체 부분은 전단하중 가력 시 콘크리트의 균열 양상을 직접 확인하기 위하여, 양쪽 표면강판 3 mm(두께) 두 개를 벽체 내부 중앙 SM490 6 mm(두께)로 치환 배치하였다. 플랜지부는 표면강판 SM490 4.
실험에 앞서, 실제 재료강도를 반영한 실험체의 공칭강도를 산정하기 위하여 재료실험을 수행하였으며, 이 재료실험에 의한 항복 강도값을 설계 시 사용했던 설계강도와 비교하면 표 3과 같다.
표 3의 설계강도와 재료강도 및 이론식을 이용하여 각 실험체의 공칭 파괴강도를 산정하였으며, 예상 파괴모드는 각각 RC부 휨 파괴 및 RC부 전단 파괴이다.
실험체의 면외 휨성능을 평가하기 위한 하중가력 위치는 그림 3과 같이 실험체 SC부 바닥으로부터 높이 1,700 mm 지점으로 정하고 981 kN 용량의 유압가력기 2대를 이용하여 면외 휨 하중을 구현하고자 하였다. 한편, 실험체 하부에는 200 mm 높이의 강성받침대를 H형강으로 구성하여 RC 벽과 SC벽 사이 접합부의 실제 거동을 반영하고자 하였다.
한편, 실험체 하부에는 200 mm 높이의 강성받침대를 H형강으로 구성하여 RC 벽과 SC벽 사이 접합부의 실제 거동을 반영하고자 하였다. 그리고, 실험체와 하부 기초를 강봉 6개 및 하이드로 너트로 고정하였으며, 하중 가력 시 실험체 하단의 밀림을 방지하기 위한 장치를 구성하였다.
하중가력 방법은 표 4와 같이 실험체의 동적거동을 평가하기 위하여 좌우 수평방향으로 실험체가 항복할 때까지 반복하중을 가력하는 방법을 선정하였다. 즉, 1단계에서는 파괴강도의 약 2/3의 하중을 가력하여 탄성 범위 내에서의 반복하중에 따른 강성 및 강도 저하를 확인하고자 하였으며, 2단계에서는 실험체의 항복 시점에서의 거동을 분석하고자 하였다.
하중가력 방법은 표 4와 같이 실험체의 동적거동을 평가하기 위하여 좌우 수평방향으로 실험체가 항복할 때까지 반복하중을 가력하는 방법을 선정하였다. 즉, 1단계에서는 파괴강도의 약 2/3의 하중을 가력하여 탄성 범위 내에서의 반복하중에 따른 강성 및 강도 저하를 확인하고자 하였으며, 2단계에서는 실험체의 항복 시점에서의 거동을 분석하고자 하였다. 각 하중가력 단계마다 실험체의 콘크리트 균열을 확인하였으며, 실험체 내부 및 외부에 설치한 변형율 게이지와 변위계를 이용하여 실시간으로 실험체의 변형율과 변위를 측정하였다.
즉, 1단계에서는 파괴강도의 약 2/3의 하중을 가력하여 탄성 범위 내에서의 반복하중에 따른 강성 및 강도 저하를 확인하고자 하였으며, 2단계에서는 실험체의 항복 시점에서의 거동을 분석하고자 하였다. 각 하중가력 단계마다 실험체의 콘크리트 균열을 확인하였으며, 실험체 내부 및 외부에 설치한 변형율 게이지와 변위계를 이용하여 실시간으로 실험체의 변형율과 변위를 측정하였다. 변형율 게이지는 RC부 내부의 수평철근 및 수직철근과 SC부 내부의 강판 및 스터드에 부착하였다.
RC벽-SC벽 이질접합부의 면내 전단실험에서는 그림 4와 같이 SC벽체 상단의 주두부에 4개의 강봉을 관통시키고 이를 981 kN 유압가력기 2대와 결합하여, 주두부(바닥면으로부터 2,700 mm 높이)에 동적하중을 모사한 양방향 반복하중을 가력함으로써, 실험 대상인 웹부 벽체의 면내 전단거동을 유도하고자 하였다. 또한, 바닥 홀(12개) 직경(60 mm)과 강봉용 볼트(12개 각 55 mm) 간의 유격을 없애고 하중가력시 기초부의 밀림을 방지하기 위해 실험체를 한 쪽으로 민 다음, 유격이 발생한 쪽에 밀림방지 장치를 설치하였다.
2 mm의 변위가 발생하였으며, -321 kN 가력(Pull)시 접합부 부근 SC부 패널 존에 의한 전단균열이 발생하여 계속 Pull 하중 가력이 진행되지 못 하였다. 따라서, 계획하던 양방향 반복하중 가력을 중단하고, 접합부 외측 수직철근의 연성 미겹침 이음길이의 검증을 위한 Push 하중 단조가력 실험을 진행하였으며, Push 하중에 의한 휨 파괴 후 다시 Pull 하중 파괴실험을 진행하였다.
실험체의 하중전이를 파악하기 위해 RC부 수직철근 및 수평철근, SC 상하부 표면강판, SC 내부 스터드, 콘크리트 표면에 변형율 게이지를 각각 설치하여 실험 시 변형율을 계측하였다. 2단계 Push over 하중에서 최대 922.
면내 전단 I형 실험체의 하중전이를 파악하기 위해 내부철근에 스트레인 게이지를 설치하여 계측하였다. 우선 SC부 수평철근 미배근 실험체의 경우, 실험체가 약 1,962 kN의 하중을 받을 때까지 모든 내부철근들은 항복강도인 444.
RC벽-SC벽 이질접합부의 면내 전단실험에서는 그림 4와 같이 SC벽체 상단의 주두부에 4개의 강봉을 관통시키고 이를 981 kN 유압가력기 2대와 결합하여, 주두부(바닥면으로부터 2,700 mm 높이)에 동적하중을 모사한 양방향 반복하중을 가력함으로써, 실험 대상인 웹부 벽체의 면내 전단거동을 유도하고자 하였다. 또한, 바닥 홀(12개) 직경(60 mm)과 강봉용 볼트(12개 각 55 mm) 간의 유격을 없애고 하중가력시 기초부의 밀림을 방지하기 위해 실험체를 한 쪽으로 민 다음, 유격이 발생한 쪽에 밀림방지 장치를 설치하였다.

대상 데이터

웹부 SC벽체 부분은 전단하중 가력 시 콘크리트의 균열 양상을 직접 확인하기 위하여, 양쪽 표면강판 3 mm(두께) 두 개를 벽체 내부 중앙 SM490 6 mm(두께)로 치환 배치하였다. 플랜지부는 표면강판 SM490 4.5 mm로 구성하였다. 실험체의 구성 및 제원은 그림 2 및 표 2에 나타내었다.
한편, 수평철근은 D13@150으로 배근하였으며, SC부의 상하부 표면강판은 SM490 6t 강판을 사용하였고, 스터드는 φ13을 SC부 길이방향으로 140 mm 간격으로, 높이방향으로 150 mm 간격으로 배치하였다.

성능/효과

04), ‘강판 콘크리트 구조 이질접합부의 면외 휨/면내 전단 하중 특성에 관한 실험연구’, 한국강구조학회 논문집 제 24권 제 2호”에서도 RC벽과 SC벽이 이질접합 형태로 만나는 L형 및 I형 실험체에 대한 면외 휨 및 면내 전단실험을 수행한 결과를 기술하고 있다. 그러나 이 논문에서는 L형 실험체의 경우 철근 정착길이가 짧아 이론내력 대비 96% 수준에서 정착철근 인발파괴 모드가 발생하였고, I형 실험체의 경우 콘크리트 기초부 설계 오류로 원하는 전단파괴 모드를 얻을 수 없었다. 따라서, 본 연구에서는 L형 실험체의 정착철근에 대한 상세안을 변경하여 정착부의 연성 항복 거동을 유도하고자 하였으며, I형 실험체에서는 콘크리트 주두부 및 주각부의 충분한 보강을 통해 원하는 접합부의 전단파괴 모드를 확인하고자 하였다.
위와 동일한 방법으로 표 3의 재료강도에 의해 실험체의 공칭 파괴강도를 계산하면 설계강도 로 계산한 값보다 17.2% 증가한 약 887 kN이다.
2단계 Push over 단조가력 실험결과, 804 kN 가력 시 접합부 부근 SC 구조에 전단균열이 발생하기 시작하였고, 892kN 가력 시 접합부 압축부에서 콘크리트 압괴 파괴가 발생하였다. 이후 실험체는 이론값에 의한 예상 파괴하중인 3.2.1절의 887 kN을 초과하는 최대하중 922.8 kN에서 파괴되었으며, 수직철근 인발파괴 모드가 아닌 연성 항복파괴 거동을 보였다.
따라서, 식 (1)의 연성 미겹침 이음길이(730 mm)에 의해 이질접합부에 l_dh=408 mm, h=322 mm의 정착길이로 외측부 수직철근을 구성하였을 경우, 연성거동을 통하여 충분한 내력을 확보하고 있음을 확인할 수 있었다. 또한, 이질접합부에서 Pull 하중 작용 시 전단패널 존에 의한 전단균열을지하기 위한 보강이 필요함을 확인할 수 있었다.
=408 mm, h=322 mm의 정착길이로 외측부 수직철근을 구성하였을 경우, 연성거동을 통하여 충분한 내력을 확보하고 있음을 확인할 수 있었다. 또한, 이질접합부에서 Pull 하중 작용 시 전단패널 존에 의한 전단균열을지하기 위한 보강이 필요함을 확인할 수 있었다.
이질접합부 외측부에 설치한 수직방향 철근 중 RC부 중앙부에 위치한 R-VO-52 게이지(최대 변형율 16,918×10-6)와 측면에 위치한 R-VO-51 게이지(최대 변형율 19,881×10−6)에서 변형율값이 가장 크게 측정되었다.
그림 4와 같이 구성한 실험체에 면내 전단 하중을 가력한 결과, SC부 수평철근 배근 및 미배근 실험체 모두 이론에 의한 공칭 전단내력인 3.2.2절의 1,422 kN을 초과하는 내력을 보였으며, 유압가력기 두 대의 최대용량인 1,962 kN까지 가력했음에도 실험체가 파괴되지 않았다.
또한 마지막 단계에서도 모든 RC부 철근이 항복하지 않는 거동을 보였다. 한편, SC부 수평철근 배근 실험체의 경우에는 SC부에 수평철근이 보강되어 있음에도 불구하고 미배근 실험체보다 빠른 단계인 4단계부터 SC부 벽체에 전단균열이 발생되기 시작하였으며, 일부 수직철근은 마지막 단계에서 항복에 도달하는 경향을 보였다.
두 실험체 모두 이론값에 의한 전단내력을 크게 상회하는 것은 이론식이 수평철근과 콘크리트의 전단내력만으로 전체 전단내력을 예측하는 데 기인한 것으로 판단되며, 따라서 수직철근이 일정부분 전단에 대한 내력을 발휘함으로써 큰 실험하중 값을 나타낸 것으로 판단된다. 또한, 45도 각도의 전단파괴선을 가정하면 RC부 수평철근들이 일정한 간격으로 배열되어 전단보강 역할을 하고 있으며, SC부 강판과 RC부 수평철근이 일정한 간격으로 떨어져 있어도 이들 모두 전단보강 역할을 하는 것을 알 수 있었다. 따라서, SC부 미겹침 이음 구간에서 수평철근이 없어도 실험체는 면내 전단내력을 확보하는 것으로 판단된다.
3333px;">⁶)이 크게 계측되었다. 즉, 수평철근 미배근 실험체에서의 수평철근의 최대변형율과 유사하거나, 오히려 이보다 상회하는 결과가 나타났다.
수직방향 이질접합 형태인 L형 실험체를 대상으로 동적하중을 모사한, Push 및 Pull 반복하중에 의해 면외 휨 하중을 구현하고자 하였으나, 1단계 Pull 하중가력(321 kN) 시이질접합부의 전단패널 존 내 콘크리트 전단균열 파괴가 발생하면서 반복하중 가력이 중단되었다. 따라서, 수직방향 이질접합 구조물 설계 시 접합부의 전단패널 존에 대한 보강이 검토되어야 할 것으로 판단된다.
따라서, 수직방향 이질접합 구조물 설계 시 접합부의 전단패널 존에 대한 보강이 검토되어야 할 것으로 판단된다. 또한, 수직철근의 접합부의 연성 미겹침 이음길이의 검증을 위해, KEPIC-SNG 설계기준식에 따른 730 mm 길이(l_dh=408 mm, h=322 mm)로 실험체를 설계하고 실험을 수행한 결과, Push 하중 가력에 의한 외측부 수직철근의 최종 파괴모드가 정착길이로 인한 인발파괴가 아닌, 연성 항복거동을 보였다. 따라서 설계기준식의 접합부 철근의 연성 미겹침 이음길이의 적정성을 확인할 수 있었으며, 730 mm의 길이를 l_dh=408 mm, h=322 mm로 반영하여 설계가 가능함을 알 수 있었다.
또한, 수직철근의 접합부의 연성 미겹침 이음길이의 검증을 위해, KEPIC-SNG 설계기준식에 따른 730 mm 길이(l_dh=408 mm, h=322 mm)로 실험체를 설계하고 실험을 수행한 결과, Push 하중 가력에 의한 외측부 수직철근의 최종 파괴모드가 정착길이로 인한 인발파괴가 아닌, 연성 항복거동을 보였다. 따라서 설계기준식의 접합부 철근의 연성 미겹침 이음길이의 적정성을 확인할 수 있었으며, 730 mm의 길이를 l_dh=408 mm, h=322 mm로 반영하여 설계가 가능함을 알 수 있었다.
한편, 수평방향 이질접합 형태인 두 개의 I형 실험체를 대상으로 SC부 수평철근의 유무를 변수로 하여 실험을 수행한 결과, 하중의 크기에 따른 변위의 크기가 유사하였으며, 두 실험체 모두 예상 파괴하중인 1,422 kN을 초과하는 면내 전단내력을 발휘하는 것으로 나타났다. 이는 이론식이 수평철근과 콘크리트의 전단내력만으로 전체 전단내력을 예측하는데 기인한 것으로 판단되며, 따라서 수직철근이 일정부분 전단에 대한 내력을 발휘함으로써 큰 실험하중 값을 나타낸 것으로 판단된다.
모든 수평철근은 항복에 도달하지 않았으며, 접합부 부근의 우측 게이지 W-H33의 최대 변형율(2,130×10−6)이 항복에 도달하기 직전의 양상을 보였다.

후속연구

수직방향 이질접합 형태인 L형 실험체를 대상으로 동적하중을 모사한, Push 및 Pull 반복하중에 의해 면외 휨 하중을 구현하고자 하였으나, 1단계 Pull 하중가력(321 kN) 시이질접합부의 전단패널 존 내 콘크리트 전단균열 파괴가 발생하면서 반복하중 가력이 중단되었다. 따라서, 수직방향 이질접합 구조물 설계 시 접합부의 전단패널 존에 대한 보강이 검토되어야 할 것으로 판단된다. 또한, 수직철근의 접합부의 연성 미겹침 이음길이의 검증을 위해, KEPIC-SNG 설계기준식에 따른 730 mm 길이(l_dh=408 mm, h=322 mm)로 실험체를 설계하고 실험을 수행한 결과, Push 하중 가력에 의한 외측부 수직철근의 최종 파괴모드가 정착길이로 인한 인발파괴가 아닌, 연성 항복거동을 보였다.

핵심어	질문	논문에서 추출한 답변
	시공성 측면에서 SC 구조와 RC 구조를 비교해 보면, 단순벽체 구조인 경우 RC 구조는 철근 조립에서 거푸집 제거까지 소요되는 기본공기가 몇일인가?	SC 구조는 구조체의 양면에 강판을 설치하고 내부에 콘크리트를 타설하는 구조형식으로, 강판과 스터드를 이용하여 콘크리트와 일체화시키는 구조로서, 강판과 스터드가 RC 구조의 거푸집과 구조재의 역할을 동시에 수행하는 개념이다. 시공성 측면에서 SC 구조와 RC 구조를 비교해 보면, 단순벽체 구조인 경우 RC 구조는 철근 조립에서 거푸집 제거까지 소요되는 기본공기가 28일이고, SC 구조는 14일로서 SC 구조가 RC 구조에 비해 공기단축 면에서 큰 장점을 가진 것으로 알려져 있다.
	SC 구조란?	최근들어, 국내 APR+ 신형 원자력발전소 구조물에 대한 설계가 이루어지면서, 건설공기를 단축시키고 건설단가를 절감시키기 위해 철근 콘크리트(Reinforced Concrete, RC) 구조 대신에 강판 콘크리트(Steel plate Concrete, SC) 구조를 일부 적용하는 방안이 검토되고 있다. SC 구조는 구조체의 양면에 강판을 설치하고 내부에 콘크리트를 타설하는 구조형식으로, 강판과 스터드를 이용하여 콘크리트와 일체화시키는 구조로서, 강판과 스터드가 RC 구조의 거푸집과 구조재의 역할을 동시에 수행하는 개념이다. 시공성 측면에서 SC 구조와 RC 구조를 비교해 보면, 단순벽체 구조인 경우 RC 구조는 철근 조립에서 거푸집 제거까지 소요되는 기본공기가 28일이고, SC 구조는 14일로서 SC 구조가 RC 구조에 비해 공기단축 면에서 큰 장점을 가진 것으로 알려져 있다.
	본 연구에서 원전 구조물 내 RC벽과 SC벽이 이질접합 형태로 만나는 경우에 대하여, 이를 모사한 L형 및 I형의 실험체를 제작하고 면외 휨 및 면내 전단 실험을 통해 이질접합 구조물의 거동 특성을 확인한 결과는?	수직방향 이질접합 형태인 L형 실험체를 대상으로 동적하중을 모사한, Push 및 Pull 반복하중에 의해 면외 휨 하중을 구현하고자 하였으나, 1단계 Pull 하중가력(321 kN) 시이질접합부의 전단패널 존 내 콘크리트 전단균열 파괴가 발생하면서 반복하중 가력이 중단되었다. 따라서, 수직방향 이질접합 구조물 설계 시 접합부의 전단패널 존에 대한 보강이 검토되어야 할 것으로 판단된다. 또한, 수직철근의 접합부의 연성 미겹침 이음길이의 검증을 위해, KEPIC-SNG 설계기준식에 따른 730 mm 길이(ldh=408 mm, h=322 mm)로 실험체를 설계하고 실험을 수행한 결과, Push 하중 가력에 의한 외측부 수직철근의 최종 파괴모드가 정착길이로 인한 인발파괴가 아닌, 연성 항복거동을 보였다. 따라서 설계기준식의 접합부 철근의 연성 미겹침 이음길이의 적정성을 확인할 수 있었으며, 730 mm의 길이를 ldh=408 mm, h=322 mm로 반영하여 설계가 가능함을 알 수 있었다. 한편, 수평방향 이질접합 형태인 두 개의 I형 실험체를 대상으로 SC부 수평철근의 유무를 변수로 하여 실험을 수행한 결과, 하중의 크기에 따른 변위의 크기가 유사하였으며, 두 실험체 모두 예상 파괴하중인 1,422 kN을 초과하는 면내 전단내력을 발휘하는 것으로 나타났다. 이는 이론식이 수평철근과 콘크리트의 전단내력만으로 전체 전단내력을 예측하는데 기인한 것으로 판단되며, 따라서 수직철근이 일정부분 전단에 대한 내력을 발휘함으로써 큰 실험하중 값을 나타낸 것으로 판단된다. 또한, 45도 각도의 전단파괴선을 가정하면 RC부 수평철근들이 일정한 간격으로 배열되어 전단보강 역할을 하고 있으며, SC부 강판과 RC부 수평철근이 일정한 간격으로 떨어져 있어도 이들 모두 전단보강 역할을 하는 것을 알 수 있었다. 따라서, SC부 미겹침 이음 구간에서 수평철근이 없어도 실험체는 면내 전단내력을 확보하는 것으로 판단된다.

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[국내논문] 철근 콘크리트와 강판 콘크리트 간 이질접합부로 구성된 구조물의 휨 및 전단거동 특성 연구
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